蔡海青,郭 琦,楊仁炘,黃立濱,施 剛,顧浩瀚,蘇明章
(1.南方電網(wǎng)科學(xué)研究院有限責(zé)任公司 直流輸電技術(shù)全國重點實驗室,廣東 廣州 510663;2.國家能源大電網(wǎng)技術(shù)研發(fā)(實驗)中心,廣東 廣州 510663;3.上海交通大學(xué) 電子信息與電氣工程學(xué)院,上海 200240;4.廣東省新能源電力系統(tǒng)智能運行與控制企業(yè)重點實驗室,廣東 廣州 510663;5.中國南方電網(wǎng)公司電網(wǎng)仿真重點實驗室,廣東 廣州 510663)
隨著“雙碳”目標的提出,風(fēng)/光可再生能源的開發(fā)規(guī)模、開發(fā)區(qū)域、開發(fā)深度進入了更高的層次[1]。目前,我國西北部規(guī)劃建設(shè)了縱深達數(shù)千千米的風(fēng)光新能源基地,而東南沿海各省每年新開發(fā)的海上風(fēng)電容量已達數(shù)萬兆瓦[2],并由近海向深遠??焖侔l(fā)展。新能源按資源分布集群開發(fā)且多個集群之間廣域分布,電網(wǎng)相對薄弱[3]。采用交流系統(tǒng)在廣闊區(qū)域內(nèi)匯集波動性功率,其電壓穩(wěn)定性及風(fēng)光電源的并網(wǎng)穩(wěn)定性面臨技術(shù)瓶頸[4-5]。因此,通過柔性直流輸電實現(xiàn)新能源基地所在的異步電網(wǎng)互聯(lián),匯聚新能源功率并送出的方案受到了廣泛的關(guān)注[6-8]。
目前,柔性直流輸電系統(tǒng)大多采用跟網(wǎng)型控制,通過鎖相環(huán)檢測并網(wǎng)點電壓相位[9],并通過電流矢量控制實現(xiàn)有功/無功功率控制的解耦。在現(xiàn)有控制策略下,柔性直流輸電系統(tǒng)所連接的各電網(wǎng)之間相對解耦,若其中一個電網(wǎng)出現(xiàn)頻率波動,則其他電網(wǎng)難以為其提供快速頻率支撐。為了解決這一問題,一些學(xué)者提出通過鎖相環(huán)檢測電網(wǎng)頻率,并通過輔助控制回路調(diào)節(jié)柔性直流輸電系統(tǒng)的功率來實現(xiàn)電網(wǎng)頻率支撐[10],但這一策略高度依賴于鎖相環(huán)。一些研究指出,當換流站接入弱電網(wǎng)時,鎖相環(huán)的性能會惡化,若參數(shù)設(shè)置不當,則易誘發(fā)穩(wěn)定性問題,也難以快速準確檢測電網(wǎng)頻率。
一些學(xué)者提出采用構(gòu)網(wǎng)型控制[11-13]來增強換流器的弱電網(wǎng)運行能力,通過模擬同步發(fā)電機的運行方程來實現(xiàn)換流站的自主頻率響應(yīng)。但上述策略大多應(yīng)用于柔性直流輸電系統(tǒng)的恒功率控制端。對于恒電壓控制端,若采用虛擬同步控制,則會使其功率調(diào)節(jié)速度變慢,難以維持直流電壓的穩(wěn)定。文獻[14]提出的慣性同步控制能同時實現(xiàn)恒電壓控制端的電網(wǎng)自同步控制,但其所提供的支撐功率僅從直流電容中提取,對電網(wǎng)的支撐效果較弱。
為此,本文提出了柔性直流輸電系統(tǒng)的雙端構(gòu)網(wǎng)型控制策略,主要創(chuàng)新點如下:①將柔性直流輸電換流器的直流側(cè)電容等效為同步電機轉(zhuǎn)子,使兩側(cè)換流器分別模擬同步發(fā)電機、同步電動機運行,有效提高了換流器的弱電網(wǎng)運行能力;②將直流線路等效為連軸,且通過設(shè)置直流電壓-有功功率下垂系數(shù),增加該連軸的等效阻尼,維持直流電壓的穩(wěn)定,并實現(xiàn)有功功率的靈活控制;③設(shè)計了柔性直流輸電換流器的電網(wǎng)頻率響應(yīng)策略,在電網(wǎng)頻率發(fā)生變化時,增大換流器的等效慣性與阻尼,實現(xiàn)對電網(wǎng)的主動頻率支撐;④設(shè)計了柔性直流輸電換流器的電網(wǎng)故障穿越策略,通過電流內(nèi)環(huán)限制故障電流,通過增大等效慣性與阻尼來避免功角失穩(wěn),通過將非故障端的功率給定置0來避免直流系統(tǒng)過壓或欠壓。
對于柔性直流輸電換流器而言,其直流電壓幅值Udc與其兩側(cè)功率相關(guān),如式(1)所示。
式中:ΔUdc為直流電壓的變化量;Ceq為直流側(cè)等效電容,對于兩電平換流器,Ceq為直流側(cè)濾波電容,而對于模塊化多電平換流器(modular multi-level converter,MMC),Ceq為子模塊在直流側(cè)的等效電容;Pdc為直流側(cè)輸入功率;Pac為交流側(cè)輸出功率;Udc0為直流電壓的穩(wěn)態(tài)工作點。這一特性與式(2)所示同步電機的轉(zhuǎn)子運動方程類似。
式中:Δωm為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的變化量;J為同步電機的轉(zhuǎn)動慣量;ωm0為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的穩(wěn)態(tài)工作點;Pm為機械功率;Pe為并網(wǎng)電功率??梢园l(fā)現(xiàn),直流電壓與同步發(fā)電機的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速、電容大小以及同步電機的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動慣量具有對應(yīng)關(guān)系。
為了進一步模擬同步電機轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速與輸出頻率之間的比例關(guān)系,可以將直流電壓與輸出交流頻率通過式(3)聯(lián)系起來,即檢測換流器的直流電壓Udc,根據(jù)式(3)計算換流器的輸出頻率fc。
式中:K為耦合系數(shù);Udcref為直流電壓的給定值;f0為電網(wǎng)的額定頻率,值為50 Hz。假設(shè)柔性直流輸電換流器通過一個電抗與無窮大電源相連,此時換流器的輸出功率Pac為:
式中:Uc為換流器輸出的交流電壓;Ug為電網(wǎng)等效無窮大母線電壓;X為電網(wǎng)的等效電抗;fg為電網(wǎng)頻率;δ為換流器的功角。由式(4)可知,若換流器的輸出頻率大于電網(wǎng)頻率,則會導(dǎo)致?lián)Q流器的功角δ增大,從而增大換流器的輸出功率Pac。由式(1)可知,Pac增大會導(dǎo)致直流電壓Udc降低。由式(3)可知,直流電壓Udc降低會導(dǎo)致?lián)Q流器的輸出頻率下降,并最終與電網(wǎng)頻率保持同步,這一同步過程與同步電機較為類似。在工作點附近線性化,可以列寫柔性直流輸電換流器與同步電機類似的同步方程,如式(5)所示。
式中:Δfc為換流器輸出頻率的變化量;Hv為等效慣性時間常數(shù)。與同步發(fā)電機轉(zhuǎn)子類似,當電網(wǎng)頻率變化幅度不大(一般電網(wǎng)頻率不超出(50±0.5)Hz)時,換流器的直流電壓也將維持在給定值附近,此時換流器工作在恒直流電壓控制模式。
若柔性直流輸電系統(tǒng)兩側(cè)的換流器均采用上述同步策略,假設(shè)Udcref、K等控制參數(shù)一致,則此時直流側(cè)輸入功率Pdc可表示為:
式中:R為直流線路電阻。假設(shè)當Pdc為正值時,換流器2為功率送端換流器,換流器1為功率受端換流器。由式(6)可知,無論是送端電網(wǎng)還是受端電網(wǎng)發(fā)生頻率變化,該頻率變化將直接反映在直流電壓上,從而影響直流系統(tǒng)的傳輸功率,且直流功率的變化方向與送端電網(wǎng)的頻率變化方向相同,與受端電網(wǎng)的頻率變化方向相反。這一特性能實現(xiàn)送端電網(wǎng)與受端電網(wǎng)的雙向頻率支撐。舉例說明如下:若送端電網(wǎng)發(fā)生頻率跌落,則直流傳輸功率變小,即送端電網(wǎng)流出的有功功率變小,從而阻尼送端電網(wǎng)的頻率下降;若受端電網(wǎng)發(fā)生頻率跌落,則直流傳輸功率變大,流入受端電網(wǎng)的有功功率變大,從而能支撐受端電網(wǎng)的頻率。此時2個電網(wǎng)類似于被同步電動機-連軸-同步發(fā)電機系統(tǒng)相連,功率送端換流器可等效為同步電動機,而功率受端換流器可等效為同步發(fā)電機,直流線路可等效為連軸,如圖2所示。圖中:Pac1、Pac2分別為換流器1、2 的交流側(cè)輸出功率;Leq為直流側(cè)等效電感;ωm1、ωm2分別為同步發(fā)電機、同步電動機的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速;Pe1、Pe2分別為同步發(fā)電機、同步電動機的并網(wǎng)電功率;fe1、fe2分別為同步發(fā)電機、同步電動機的電頻率。
2.1節(jié)利用直流電容的動力學(xué)特性,構(gòu)建了柔性直流輸電換流器的自同步機制,但當柔性直流輸電系統(tǒng)的雙端換流器均采用2.1 節(jié)所述的自同步控制策略時,會出現(xiàn)兩方面的問題:①缺乏阻尼,使電網(wǎng)同步過程變長,且容易出現(xiàn)振蕩;②由式(6)可以發(fā)現(xiàn),柔性直流輸電系統(tǒng)的直流側(cè)輸入功率Pdc僅與兩側(cè)頻率相關(guān),無法自由控制。因此,本文在2.1 節(jié)所述直流電容電壓同步的基礎(chǔ)上,引入了Pdc-Udc下垂控制環(huán)節(jié),一方面可以為同步過程增加阻尼,另一方面也能夠?qū)崿F(xiàn)對Pdc的自由控制。
若兩端換流器同時采用2.1 節(jié)所述自同步控制策略,則柔性直流輸電系統(tǒng)的直流側(cè)輸入功率Pdc(功率方向以換流器2流向換流器1為正)可表示為:
可見,通過合理設(shè)置兩端換流器的功率給定值,即可實現(xiàn)對柔性直流輸電系統(tǒng)傳輸功率的穩(wěn)定控制。
此外,通過設(shè)置下垂控制環(huán)節(jié)還能為柔性直流輸電換流器的電網(wǎng)同步過程增加阻尼,加快同步速度并增強同步穩(wěn)定性,將式(9)代入式(7),可得:
式中:Pdc0為直流系統(tǒng)傳輸功率的穩(wěn)態(tài)工作點;ΔPdc為直流功率的變化量;Δfc1、Δfc2分別為換流器1、2輸出頻率的變化量。
由式(14)可知,柔性直流輸電系統(tǒng)傳輸?shù)墓β蕦㈦S著換流器的輸出頻率發(fā)生變化,以換流器1 的同步過程為例,假設(shè)此時電網(wǎng)2的頻率不變,可得:
式中:變量上標“′”表示標幺值;D′v1、H′v1分別為換流器1 阻尼系數(shù)、虛擬慣性系數(shù)的標幺值;Pnom為額定有功功率;Ceq1為換流器1 的等效直流電容??砂l(fā)現(xiàn),式(16)中的D′v1Δf′c1與同步發(fā)電機同步方程中的阻尼項類似,其能加快同步速度,改善同步穩(wěn)定性。
將式(16)代入式(5)中,可以得到換流器1 的同步方程為:
式中:G1(s)為換流器輸出頻率變化量與電網(wǎng)頻率變化量間的傳遞函數(shù);Hv1為換流器1 的虛擬慣量;Δf′g1為電網(wǎng)1 頻率變化量的標幺值;X′Σ1為等效電網(wǎng)阻抗的標幺值。穩(wěn)態(tài)時,G1(s)≈1,即換流器輸出頻率與電網(wǎng)頻率保持相同。由式(14)可知,當換流器的輸出頻率發(fā)生變化時,會引起直流側(cè)輸入功率的變化,因此電網(wǎng)頻率變化會引起直流側(cè)輸入功率的變化。以換流器1 為例,假設(shè)電網(wǎng)2 的頻率保持不變,電網(wǎng)1的頻率變化量為Δfg1,將式(17)代入式(15),有:
因此,當任一電網(wǎng)頻率發(fā)生變化時,直流側(cè)輸入功率也會發(fā)生變化,且功率變化方向與電網(wǎng)頻率變化方向相反,功率變化量與電網(wǎng)頻率變化量成正比,這一特性與一次調(diào)頻比較類似。由式(18)可知,K1越大,對電網(wǎng)的頻率支撐能力越強。但由式(16)和式(17)可知,K1增大會使換流器的功角調(diào)節(jié)速度變慢,導(dǎo)致穩(wěn)態(tài)下的有功功率調(diào)節(jié)速度變慢。在兩側(cè)換流器的K(K1、K2)值都取得很大的情況下,容易引起直流電壓波動。因此,本文在常態(tài)下設(shè)置K1、K2值都較?。?~5 左右),而在某一電網(wǎng)的頻率發(fā)生變化后,將該電網(wǎng)側(cè)換流器的K值增大(10~20 左右),實現(xiàn)暫態(tài)下的頻率支撐,且在電網(wǎng)頻率恢復(fù)后,再將K值恢復(fù)為原本的大小。
由于交流電網(wǎng)大多采用架空線傳輸,接地故障較為常見[15]。本文從電流限幅、功角限制、功率平衡3 個方面設(shè)計了新型控制策略下?lián)Q流器的電網(wǎng)故障穿越策略,使柔性直流輸電系統(tǒng)能夠安全穩(wěn)定地穿越電網(wǎng)低電壓故障。
由于電力電子換流器的過流能力有限,需要對換流器的輸出電流進行限制。考慮到MMC 交流側(cè)無濾波電容特性下交流電壓-交流電流雙閉環(huán)控制性能不佳的問題[16-18],本文采用文獻[19]中提出的虛擬導(dǎo)納+環(huán)形限幅器+電流內(nèi)環(huán)結(jié)合的策略對電流進行限幅,控制框圖如圖3所示。
通過限幅環(huán)節(jié)后,獲得電流的最終參考值i*d、i*q,再通過電流內(nèi)環(huán)獲取換流器輸出交流電壓的調(diào)制波,該部分與常規(guī)電流內(nèi)環(huán)控制相同,不再贅述。
換流器的同步方式模擬了同步電機,因此同樣存在功角穩(wěn)定性問題[20],且由于常態(tài)下?lián)Q流器的慣性時間常數(shù)Hv和阻尼系數(shù)Dv較小,在電網(wǎng)發(fā)生嚴重故障時,換流器的輸入/輸出功率受限,由式(16)可知,此時換流器的頻率會快速變化,容易導(dǎo)致功角越過穩(wěn)定極限,因此在電網(wǎng)故障下需要對換流器的頻率和功角變化速度進行限制。本文采取的限制方法是在電網(wǎng)發(fā)生故障時快速增大故障端換流器的耦合系數(shù)K,將其值增大為穩(wěn)態(tài)值的數(shù)百倍。由式(16)可知,此時故障端換流器的輸出頻率基本不會變化,能夠有效避免故障端換流器的功角失穩(wěn)。在這個過程中,非故障端換流器的耦合系數(shù)K不變,由非故障端換流器維持直流電壓穩(wěn)定。
電網(wǎng)發(fā)生短路故障會導(dǎo)致故障端換流器的輸入或輸出功率迅速下降,若此時不能快速地減小非故障端換流器的輸入或輸出功率,則容易導(dǎo)致直流系統(tǒng)的過電壓或欠電壓保護動作。因此,本文在兩側(cè)換流器的功率給定值上加入滯環(huán)控制。對于功率送端,當直流電壓超過1.05 p.u.時,將有功功率給定值Pref置0,直到直流電壓低于1.01 p.u.時再恢復(fù)至原有功率給定值。對于功率受端,當直流電壓低于0.95 p.u.時,將有功功率給定值Pref置0,直到直流電壓高于0.99 p.u.時再恢復(fù)至原有功率給定值。通過這一設(shè)置能夠在電網(wǎng)發(fā)生故障時使柔性直流輸電系統(tǒng)不出現(xiàn)過壓或欠壓問題。
根據(jù)圖1,在PSCAD/EMTDC 軟件中構(gòu)建仿真模型,模型的電氣參數(shù)與控制參數(shù)分別如附錄A 表A1和表A2所示。
圖2 換流器-同步電機等效示意圖Fig.2 Equivalent diagram of convertersynchronous machine
圖3 虛擬導(dǎo)納+電流內(nèi)環(huán)的限流策略控制框圖Fig.3 Current limiting strategy control block diagram of virtual admittance+current inner loop
為了驗證本文所提控制策略的電網(wǎng)適應(yīng)性與弱電網(wǎng)運行能力,將換流器1接入點的短路比ξSCR設(shè)置為10,在3 s 時將短路比從10 減小為5,在6 s 時再次減小為2.5。當采用傳統(tǒng)跟網(wǎng)型控制策略與本文所提控制策略時,換流器1 的有功功率響應(yīng)如圖4 所示。由圖可知:當采用傳統(tǒng)跟網(wǎng)型控制策略時,換流器在強電網(wǎng)運行條件下能夠穩(wěn)定運行,但當電網(wǎng)短路比減小后(弱電網(wǎng)運行條件下),易出現(xiàn)振蕩失穩(wěn);而當采用本文所提控制策略時,換流器在不同的電網(wǎng)強度下均具備良好的運行性能。
圖4 換流器1的有功功率響應(yīng)Fig.4 Active power response of Converter 1
設(shè)置直流功率給定值Pref為800 MW,且Pref1=-Pref2=Pref。2 s 時將Pref改為-800 MW,并在5 s 時將Pref恢復(fù)為800 MW,本文所提控制策略下的換流器有功功率(以直流側(cè)流向交流側(cè)的功率為正,后同)和直流電壓如圖5 所示。由圖可知,在本文所提控制策略下,柔性直流輸電系統(tǒng)兩端的換流器具備快速功率控制能力,并且在潮流反轉(zhuǎn)、有功功率突變的情況下能夠穩(wěn)定控制直流電壓。
圖5 換流器有功功率和直流電壓Fig.5 Active power of converters and DC voltage
為了驗證本文所提控制策略的頻率支撐能力,將換流器1 交流側(cè)接入10 GW 同步發(fā)電機與6 GW負荷組成的等值系統(tǒng)。在2 s時負荷突增2 GW,無頻率支撐、有頻率支撐2種情況下的電網(wǎng)頻率變化結(jié)果見圖6??芍谟蓄l率支撐的情況下,當換流器1接入的電網(wǎng)頻率下降后,柔性直流輸電系統(tǒng)傳輸?shù)墓β首兇?,使換流器1 輸出的有功功率上升,相比無主動頻率支撐的情況,其能有效減慢電網(wǎng)的頻率下降速度,改善頻率最低點,且該頻率支撐為完全自發(fā)響應(yīng),無需額外控制,響應(yīng)速度和實時性良好。
圖6 頻率支撐能力驗證仿真結(jié)果Fig.6 Simulative results of frequency support capability verification
為了驗證本文所提控制策略的故障穿越能力,將直流功率給定值設(shè)置為800 MW,換流器1 為功率受端,換流器2 為功率送端,分別在功率受端電網(wǎng)發(fā)生故障、功率送端電網(wǎng)發(fā)生故障2種工況下進行仿真。
1)工況1:功率受端電網(wǎng)發(fā)生故障。
在2 s 時,功率受端電網(wǎng)發(fā)生三相短路接地故障,故障期間換流器1 的并網(wǎng)點交流電壓下降至額定值的30 % 左右,仿真結(jié)果見圖7。由圖可知,當功率受端電網(wǎng)發(fā)生三相接地短路故障后,換流器1 能通過電流內(nèi)環(huán)快速限制短路電流大小,避免損壞換流器。同時,換流器1 與換流器2 協(xié)同配合,快速降低直流功率,避免直流系統(tǒng)過壓。故障過程中,由于換流器的電壓源特性,換流器1 還能自發(fā)輸出無功功率支撐電網(wǎng)電壓恢復(fù)。故障結(jié)束后,換流器1 能夠迅速恢復(fù)正常運行,不會出現(xiàn)功角穩(wěn)定性問題。
圖7 工況1的故障穿越仿真結(jié)果Fig.7 Simulative results of fault ride-through under Working Condition 1
2)工況2:功率送端電網(wǎng)發(fā)生故障。
在2 s 時,功率送端電網(wǎng)發(fā)生三相短路接地故障,故障期間換流器2 的并網(wǎng)點交流電壓下降至額定值的30 % 左右,仿真結(jié)果如圖8所示。
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圖8 工況2的故障穿越仿真結(jié)果Fig.8 Simulative results of fault ride-through under Working Condition 2
由圖8 可知,當功率送端電網(wǎng)發(fā)生三相接地短路故障后,換流器2 能通過電流內(nèi)環(huán)快速限制短路電流大小,避免損壞換流器。同時,換流器1 與換流器2 協(xié)同配合,快速降低直流功率,避免直流系統(tǒng)欠壓。故障過程中,由于換流器的電壓源特性,換流器2 還能自發(fā)輸出無功功率支撐電網(wǎng)電壓恢復(fù)。故障結(jié)束后,換流器2 能夠迅速恢復(fù)正常運行,不會出現(xiàn)功角穩(wěn)定性問題。
為了解決傳統(tǒng)控制策略下柔性直流輸電系統(tǒng)弱電網(wǎng)運行性能差、無法主動支撐電網(wǎng)的問題,本文提出了一種用于異步弱電網(wǎng)互聯(lián)的柔性直流輸電系統(tǒng)的雙端構(gòu)網(wǎng)型控制策略,使柔性直流輸電系統(tǒng)兩端的換流器能夠不經(jīng)鎖相環(huán)自主同步電網(wǎng),提高了柔性直流輸電系統(tǒng)的弱電網(wǎng)接入能力。在該策略下,柔性直流輸電系統(tǒng)的雙端電網(wǎng)均體現(xiàn)為電壓源特性,能夠有效地支撐弱電網(wǎng)穩(wěn)定運行:當電網(wǎng)發(fā)生負荷突變時,柔性直流輸電系統(tǒng)能自動響應(yīng)功率缺額,調(diào)節(jié)所傳輸?shù)挠泄β?,參與頻率調(diào)節(jié),提供主動頻率支撐;當電網(wǎng)發(fā)生短路故障時,換流器能在保證自身安全穩(wěn)定穿越的前提下,主動輸出無功功率,提供主動電壓支撐。最后,基于PSCAD/EMTDC 軟件進行算例仿真,結(jié)果驗證了所提控制策略的有效性。
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